邊學成， 李書豪， 萬章博， 陳云敏

(1. 浙江大學 巖土工程研究所，杭州 310058； 2. 浙江大學 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點實驗室，杭州 310058)

無砟軌道因其結構剛度大、平順性好、穩(wěn)定性高等優(yōu)點被廣泛應用于國內外高速鐵路[1-2]。無砟軌道結構由鋼軌、扣件系統(tǒng)、軌道板、CA砂漿層、混凝土底座板、基床表層、基床底層和地基土等組成；路基中的基床表層作為支撐上部軌道結構的級配碎石壓實層，直接承受由軌道結構傳來的列車循環(huán)荷載，并將產生的動應力擴散至下部土體[3-4]。在強降雨等極端天氣與密集列車運行荷載的共同作用下，翻漿冒泥成為近年來無砟軌道路基的典型病害，因軌道結構形式、水分遷移方式等差異而有別于傳統(tǒng)有砟軌道或公路路基的翻漿冒泥[5-7]。

現(xiàn)場調研發(fā)現(xiàn)無砟軌道翻漿冒泥主要發(fā)生在兩塊相鄰底座板的伸縮縫附近，這是因為列車經過時底座板端部的振動強度明顯大于底座板中間區(qū)域的振動強度，該差異變形導致伸縮縫處的防水材料疲勞老化，甚至開裂，當發(fā)生強降雨時，雨水通過縫隙進入基床表層，而基床表層上覆混凝土封閉層導致入滲雨水不能及時排出，隨著降雨不斷入滲，基床表層逐漸飽和，在大周次列車循環(huán)荷載作用下產生翻漿冒泥?，F(xiàn)場翻漿冒泥嚴重處相鄰底座板產生錯臺，大量細顆粒從伸縮縫和底座板側邊翻冒出來，如圖1所示，土顆粒流失后導致道床脫空，影響列車安全運行。

圖1 現(xiàn)場翻漿冒泥病害圖Fig.1 In-situ mud pumping disease

翻漿冒泥問題日益得到關注和研究，Alobaidi等[8-9]建立了路基土-粗顆粒的試驗模型，認為翻漿冒泥由循環(huán)荷載與粗細顆粒交界面滯留水共同作用產生。Duong等[10-11]發(fā)現(xiàn)有砟軌道中細顆粒向道床的運移與超靜孔隙水壓力的消散有關。冷伍明等[12]對比研究了30組翻漿冒泥工程實例，發(fā)現(xiàn)細顆粒含量較高、飽和度較大、滲透系數(shù)較低的土容易發(fā)生翻漿冒泥。無砟軌道路基發(fā)生翻漿冒泥后，由于大量細顆粒翻冒出來，底座板下方產生局部脫空，勢必會加劇列車通過時的振動，進而影響列車運行的舒適性甚至危及安全[13-14]。蔡小培等[15]基于ABAQUS有限元軟件建立了梁-板-實體空間有限元模型，發(fā)現(xiàn)輪軌反復作用會導致結構層間產生周期性“拍打”現(xiàn)象。任娟娟等[16]建立了車輛-軌道-路基垂向耦合振動模型，發(fā)現(xiàn)軌道脫空引起的動態(tài)不平順對車輛動力響應起主導作用，車輛和軌道結構的動力響應隨縱向脫空長度的增大迅速增大。張文超等[17]的現(xiàn)場試驗表明基床翻漿會加劇軌道結構的振動響應，且振動放大效應隨車速的提高而增大。孫立等[18]通過無砟軌道-路基大比例試驗模型發(fā)現(xiàn)翻漿后振動響應從底座板傳遞至基床表層的衰減梯度增大。已有試驗觀測和研究有助于加深對翻漿冒泥機理的認識，而如何有效治理是另一個重要方面。

高聚物注漿作為一種有潛力的路基性能修復新技術，已經在高速鐵路得到了初步的應用[19]，潘振華[20]通過現(xiàn)場實測發(fā)現(xiàn)注漿后底座板的動位移幅值由3 mm降低至0.1 mm，高速狀態(tài)下列車的平穩(wěn)性得到改善；邊學成等[21]通過全比尺高速鐵路無砟軌道路基模型試驗驗證了注漿抬升修復無砟軌道路基沉降的可行性，結果表明修復后軌道-路基系統(tǒng)的動力穩(wěn)定性及耐久性滿足無砟軌道路基的技術要求。郭春梅等[22]建立了無砟軌道-路基大比例試驗模型，對翻漿后的基床表層進行注漿加固，研究發(fā)現(xiàn)注漿后底座板的振動響應降低，注漿材料能夠有效填充底座板與基床表層之間空隙。劉亭等[23]針對無砟軌道現(xiàn)場翻漿點，分別在注漿修復前后進行行車動態(tài)測試，發(fā)現(xiàn)注漿后軌道結構的振動速度大幅減小。

前期的研究和初步應用表明采用高聚物注漿來修復高速鐵路路基病害是可行的，但是如何保持修復后軌道-路基體系的動力學特性是其中的一個關鍵難題。本文基于全比尺無砟軌道路基模型試驗，重現(xiàn)列車運行荷載下路基的翻漿冒泥現(xiàn)象，測定了路基翻漿冒泥和注漿修復對軌道-路基動力學特性的影響，并建立三維軌道-路基有限元數(shù)值模型，分析了注漿填充體彈性模量和注漿范圍對軌道振動的影響規(guī)律，從而為無砟軌道路基翻漿冒泥對軌道振動影響的評估和注漿治理關鍵參數(shù)的優(yōu)化提供參考。

1 高速鐵路路基翻漿冒泥及治理模型試驗

高速鐵路路基翻漿冒泥重現(xiàn)和治理試驗在浙江大學研制的全比尺高速鐵路路基試驗裝置上實施，模型箱的平面尺寸為15 m×5 m，高6 m，可在內部建立實際尺寸的高鐵無砟軌道結構和路基模型[24]。由于無砟軌道路基翻漿冒泥主要發(fā)生在相鄰底座板的伸縮縫附近，為重現(xiàn)翻漿冒泥并準確監(jiān)測軌道結構的振動響應，試驗中將伸縮縫設置在模型中間對稱位置。實驗室中使用與鐵路現(xiàn)場路基填土相同級配的土樣用于填筑路基，保證試驗條件和現(xiàn)場一致(如圖2所示)，可以看到現(xiàn)場基床表層土的級配曲線貼近規(guī)范規(guī)定的級配上限，說明土中細顆粒含量較多。其余結構均按照《高速鐵路設計規(guī)范》的要求搭建完成，如圖3所示。

圖2 基床表層級配曲線Fig.2 Grading curve of roadbed

圖3 全比尺高鐵無砟軌道路基模型Fig.3 Full-scale model of ballastless track-subgrade for high-speed railway

試驗中通過精確控制激振器陣列的加載相位差實現(xiàn)不同運行速度的列車移動荷載加載，列車運行速度可達360 km/h[25]。試驗中傳感器的布置如圖4所示，激光位移傳感器D1～D3設置在東側底座板上，速度傳感器V1～V4設置在伸縮縫斷面處，其中V1設置在基床表層表面，V2、V3、V4分別設置在底座板側邊、軌道板側邊、軌道板中間，可對伸縮縫斷面處軌道-路基結構的振動響應進行全面監(jiān)測。

圖4 傳感器布置圖Fig.4 Layout of sensor installation

為模擬自然界的降雨過程，在軌道結構周圍搭設輔助的降雨模擬裝置，如圖5(a)所示，通過不間斷注水來模擬高強度降雨對路基水分的補充過程。埋設于基床表層的TDR-1和TDR-2用于測量注水過程中基床表層的含水量變化情況，當基床表層含水量接近飽和含水量并保持穩(wěn)定時，說明基床表層達到飽和狀態(tài)，如圖5(b)所示，然后開展大周次循環(huán)加載試驗重現(xiàn)翻漿冒泥，并在此基礎上開展高聚物注漿修復路基翻漿冒泥的試驗。

圖5 試驗中路基表面模擬降雨Fig.5 Rainfall on roadbed surface in the testing

2 試驗結果及分析

2.1 翻漿冒泥試驗

翻漿冒泥重現(xiàn)試驗中模擬軸重為17 t、車速為252 km/h的列車移動荷載。定義一節(jié)車廂經過軌道板一次為循環(huán)加載一次。當加載至1萬次時，伸縮縫附近的路基開始產生翻漿冒泥，一些細顆粒逐漸噴出，底座板下方出現(xiàn)輕微脫空，隨著加載次數(shù)的增加，路基翻漿冒泥現(xiàn)象更為明顯，不少粗顆粒也翻冒出來，底座板下方脫空現(xiàn)象加劇，如圖6所示。

圖6 翻漿冒泥重現(xiàn)試驗Fig.6 Mud pumping reproducibility test

正常路基和路基產生翻漿冒泥后的軌道板上V3觀測點的振動速度時程曲線，如圖7所示，軌道板向下振動時數(shù)值為正，振動速度幅值定義為振動速度的最大峰值。后文若無特殊說明，均以V3觀測點表示軌道板的振動。在180 km/h車速下，正常路基和路基產生翻漿冒泥后軌道板的振動速度幅值分別為10.70 mm/s，57.58 mm/s，翻漿后振動幅值放大了4.38倍；在360 km/h車速下，正常路基和路基產生翻漿冒泥后軌道板的振動速度幅值分別為29.40 mm/s，76.50 mm/s，翻漿后振動幅值增大了1.60倍。高速和低速列車荷載作用下翻漿冒泥后軌道板的振動速度均有較大程度的放大，這是因為翻漿冒泥后路基剛度弱化，路基的支撐作用減弱，同時由于伸縮縫處底座板下方產生局部脫空，在列車荷載的作用下，軌道結構的振動響應更加劇烈。

圖7 路基翻漿前后軌道板振動速度時程曲線Fig.7 Time-history curves of vibration velocity at track slab before and after mud pumping

圖8給出了正常路基和路基產生翻漿冒泥后軌道結構的振動速度幅值隨車速的測試結果?？梢娬Ｂ坊萝壍栏鹘Y構層的振動速度比較接近，振動速度幅值均隨著車速的增大而增大。當車速由36 km/h增大至360 km/h時，軌道板的振動速度幅值由1.78 mm/s增大至29.40 mm/s，車速每提高36 km/h，振動幅值增大3.07 mm/s。路基產生翻漿冒泥后軌道板和底座板的振動明顯加劇，當車速由36 km/h增大至108 km/h時，軌道板的振動速度幅值快速增大，由23.21 mm/s增大至65.69 mm/s；當車速由108 km/h增大至360 km/h時，振動幅值增大放緩，增大至76.50 mm/s?？梢姰斅坊l(fā)生嚴重翻漿冒泥后，列車低速通過時軌道板振動也明顯加劇，而列車高速運行產生的軌道板振動達到正常路基上軌道板振動的2.60倍。

圖8 路基翻漿前后軌道結構振動速度幅值隨車速的變化Fig.8 Variation of track structure vibration velocity amplitudes with train speeds before and after mud pumping

2.2 注漿修復試驗

圖9給出了分層注漿修復技術對翻漿冒泥病害區(qū)的治理過程，其主要施工工藝如下：在底座板表面及底座板側縫處鉆孔并安裝注漿管，通過注漿機將雙組份漿液高壓混合灌入注漿管中，然后通過壓力注漿的形式將漿液注入內部基床級配碎石層，混合后的漿液通過化學反應產生微膨脹力和膠結作用，對病害區(qū)土體進行有效地填充、擠密，排出路基內部滯留的自由水，并通過與級配碎石的膠結提高基床表層剛度。試驗選用的注漿材料為雙組份微發(fā)泡非水反應聚氨酯，其主要特點有：①黏度小，能有效滲透擴散到路基中；②微發(fā)泡帶有微膨脹力，可擠密土體；③對水不敏感，遇水能夠保持高密度和抗壓強度。

圖9 注漿修復示意圖Fig.9 Sketch of the injection remediation

注漿修復后在軌道上施加列車運行荷載，測得軌道板的振動速度時程曲線如圖10所示。在180 km/h車速下，路基產生翻漿冒泥和注漿修復后軌道板的振動速度幅值分別為57.58 mm/s，18.64 mm/s，注漿后振動幅值降低了67.63%，基本恢復到正常路基時的振動水平；在360 km/h車速下，路基產生翻漿冒泥和注漿修復后軌道板的振動速度幅值分別為76.50 mm/s，63.80 mm/s，注漿后振動幅值降低了16.60%。高速和低速列車荷載作用下注漿修復后軌道板的振動速度均有一定程度的降低，這是因為注漿材料和級配碎石的膠結提高了路基剛度，路基的支撐作用得到恢復，同時底座板和基床表層之間的脫空區(qū)域被注漿材料填充，路基對軌道結構的約束作用加強，能夠有效降低軌道結構的振動響應，改善列車運行條件下軌道-路基的動力學特性。

圖10 注漿前后軌道板振動速度時程曲線Fig.10 Time-history curves of vibration velocity at track slab before and after remediation of mud pumping

為確定翻漿冒泥及注漿修復后路基的剛度變化，測定了正常路基、翻漿冒泥后、注漿修復后三種工況下路基的荷載-變形曲線，如圖11(a)所示。試驗中通過激振器對軌道結構逐級加載，荷載范圍為5～50 kN，每級5 kN，加載曲線如圖11(b)所示。通過安裝在底座板上的位移傳感器(D1～D3)記錄加載過程中路基的豎向變形，選取荷載分別為5 kN和50 kN時D1～D3測點的平均豎向位移計算路基靜剛度。計算得到三種工況下路基的靜剛度分別為121.5 kN/mm，61.3 kN/mm，105.1 kN/mm，可見路基產生翻漿冒泥后靜剛度降低達50%，而注漿加固后基本恢復原來的路基剛度。圖12給出了翻漿冒泥及注漿修復后軌道板的振動速度幅值隨車速的變化，為了對比起見，圖12中給出了正常路基下的測試結果，可以看到，翻漿冒泥后軌道板的振動速度激增，注漿修復后軌道板的振動速度明顯降低。

圖11 路基靜剛度測試Fig.11 Roadbed stiffness test

圖12 注漿前后軌道板振動速度幅值隨車速的變化Fig.12 Variation of track slab vibration velocity amplitudes with train speeds before and after remediation of mud pumping

將該注漿治理技術進一步應用于實際高速鐵路的翻漿冒泥病害治理。在現(xiàn)場注漿修復前和注漿修復后12 h測定了列車車速為268 km/h時軌道板的振動速度時程曲線，如圖13所示。由于現(xiàn)場區(qū)段翻漿冒泥較為嚴重，軌道下方產生較大范圍的脫空，現(xiàn)場列車通過時測試得到的軌道板振動速度較模型試驗結果更大，幅值達289.28 mm/s，經過注漿治理后軌道板的振動速度幅值降低至165.83 mm/s，降低達42.7%，注漿治理效果明顯，說明該注漿修復技術具有良好的實用性和有效性。在現(xiàn)場注漿完成后，采用硅酮封閉相鄰底座板的伸縮縫及底座板側縫，避免雨水再次入滲路基。

圖13 注漿前后軌道板振動速度時程曲線Fig.13 Time-history curves of vibration acceleration at track slab before and after remediation of mud pumping

3 注漿填充體模量和注漿范圍的參數(shù)分析

為進一步分析注漿填充體彈性模量和注漿范圍對軌道-路基體系動力學特性的影響規(guī)律，優(yōu)化翻漿冒泥治理的控制參數(shù)，本文建立了車輛-軌道-路基三維有限元模型，引入了翻漿冒泥引起的軌道與路基間脫空分布，分析路基注漿對軌道振動的影響。

3.1 有限元模型的建立

車輛-軌道-路基三維有限元模型由上至下分別為車體、轉向架、車輪、鋼軌、扣件系統(tǒng)、軌道結構和路基。模型沿列車行駛方向的長度為40 m，寬度為13.1 m。考慮到路基結構和列車荷載具有對稱性，建立半結構模型。分析模型中列車車體是由車廂、轉向架和車輪組合而成的10自由度體系，如圖14(a)所示，列車參數(shù)如表1所示[26]。輪軌之間采用赫茲接觸模型[27]。連接鋼軌和軌道板的扣件采用彈簧阻尼系統(tǒng)來模擬，根據參考文獻[28]確定剛度取值3.0×107N/m，阻尼取值2.385×104N·s/m；軌道結構模型如圖14(b)所示，模型在側邊采取水平向運動固定、豎向運動自由的邊界條件，而底部采取完全固定的邊界約束，根據程翀的研究確定軌道結構參數(shù)，如表2所示。

表2 有限元模型的軌道路基結構參數(shù)Tab.2 Parameters of the track structure and substructure in finite element model

圖14 車輛-軌道-路基三維有限元模型Fig.14 Vehicle-track-subgrade 3D finite element model

模型試驗完成后，對軌道結構進行拆卸，通過實際測量得到軌道下方脫空區(qū)域的長度、寬度和高度，發(fā)現(xiàn)脫空區(qū)域的寬度基本等于座板寬度，與此對應的有限元分析模型中脫空區(qū)域尺寸取為長2 520 mm，寬3 000 mm，高1.3 mm。在三維有限元模型中引入一定范圍的混凝土底座板與路基表面的脫空區(qū)域，通過在脫空區(qū)域內路基上表面和混凝土底座板的底面設置接觸面，來模擬列車荷載經過時混凝土底座板與路基面的接觸狀況，也即假設接觸面在垂向為剛性接觸來傳遞完全的接觸壓力，而當接觸面之間的接觸壓力小于或等于0時，兩個接觸面分離開來，處于脫空狀態(tài)。

3.2 模型驗證

圖15對比了數(shù)值計算和模型試驗得到的軌道板振動速度幅值隨列車車速的變化，分別考慮了正常路基和路基產生翻漿冒泥后兩種狀態(tài)。可以看到，數(shù)值計算結果和模型試驗結果吻合較好，且圖形走勢基本一致，表明采用本文方法建立的車輛-軌道-路基三維有限元模型是可靠的。

圖15 數(shù)值計算結果和模型試驗結果對比驗證Fig.15 Comparison of numerical calculation and model test

3.3 注漿填充體參數(shù)優(yōu)化分析

試驗發(fā)現(xiàn)注漿材料能夠通過填充底座板和基床表層之間的脫空區(qū)域，形成注漿填充體，有效降低軌道結構的振動響應，但振動降低程度依賴于注漿填充體與軌道-路基剛度的匹配程度。在180 km/h和360 km/h車速下，軌道板振動速度幅值隨注漿填充體彈性模量的變化曲線，如圖16所示。當注漿填充體的彈性模量低于1×103Pa時，注漿填充體由于剛度太低不能發(fā)揮作用，軌道板振動速度幅值接近翻漿冒泥時的測試結果。當彈性模量超過1×103Pa時，注漿填充體逐漸發(fā)揮作用，軌道板振動速度幅值隨著注漿體模量的增加迅速降低。當彈性模量增大至1×106Pa時，在180 km/h車速下，軌道板振動速度幅值由52.30 mm/s降低至12.79 mm/s，振動降低了75.54%，接近正常路基的測試結果10.70 mm/s；在360 km/h車速下，軌道板振動速度幅值由84.03 mm/s降低至29.13 mm/s，振動降低了65.33%，也接近正常路基的測試結果29.40 mm/s，說明此時注漿體能夠有效填充底座板下方脫空區(qū)域。當彈性模量繼續(xù)增大超過1×106Pa時，軌道板振動速度的降低已不明顯。因此，注漿修復施工中注漿形成的填充體彈性模量需介于5×104～1×106Pa。前期現(xiàn)場治理的注漿填充體模量約為7×104Pa，已取得較好的治理效果。

圖16 軌道板振動速度幅值隨注漿填充體彈性模量的變化Fig.16 Variation of track slab vibration velocity amplitudes with elastic modulus of injection filler

隨著降雨入滲，基床表層在大周次列車循環(huán)荷載作用下容易產生翻漿冒泥，若未及時處理，翻漿冒泥病害區(qū)會逐漸發(fā)展擴大，對列車安全運行產生嚴重影響，而不同長度的翻漿冒泥病害區(qū)在注漿修復后對軌道結構動力響應的影響不同。在180 km/h和360 km/h車速下，軌道板振動速度幅值隨注漿區(qū)域長度的變化，如圖17所示。

圖17 軌道板振動速度幅值隨注漿區(qū)域長度的變化Fig.17 Variation of track slab vibration velocity amplitudes with length of injection area

在有限元模型中，注漿填充體的彈性模量取實際工程施工中常見的7×104Pa，同時保持注漿區(qū)域的高度和寬度不變，僅改變注漿區(qū)域的長度，從0.63 m(1倍扣件間距)增大至5.67 m(9倍扣件間距)。當注漿區(qū)域的長度為0，即不考慮底座板下方局部脫空時，軌道板振動速度退化到正常路基時的振動水平。當注漿區(qū)域的長度由0.63 m增大至3.15 m時，180 km/h車速下軌道板振動速度幅值由15.39 mm/s增大至28.55 mm/s，360 km/h車速下軌道板振動速度幅值由39.50 mm/s增大至67.09 mm/s。當注漿區(qū)域的長度超過3.15 m后，軌道板振動速度基本保持不變。

4 結 論

基于全比尺無砟軌道路基模型試驗和輔助降雨模擬裝置，重現(xiàn)了列車運行引起的路基翻漿冒泥，結合試驗和理論分析模型，得到的結論如下：

(1) 無砟軌道路基產生翻漿冒泥后底座板下方產生局部脫空、列車低速通過時軌道板振動就明顯加劇，而列車高速運行產生的軌道板振動速度達到正常路基上軌道板振動的2.6倍。

(2) 對翻漿冒泥病害區(qū)進行注漿治理后，注漿材料能夠有效填充脫空區(qū)域并加固病害區(qū)土體，軌道結構的振動速度明顯降低。

(3) 路基產生翻漿冒泥后靜剛度降低達50%，注漿加固后基本恢復原來的路基剛度。

(4) 當注漿形成的填充體彈性模量在5×104～1×106Pa時，才能有效降低軌道板的振動；沿軌道方向的注漿加固長度增加會導致軌道振動變大，需根據實際翻漿冒泥范圍確定合理的注漿加固范圍。